JP7312342B2 - 制振装置及び制振構造 - Google Patents

Description

本発明は、制振装置及び制振構造に関する。

特許文献１に開示されている制振ダンパーは、筒状の筐体の中に軸部が軸方向に移動可能に挿入されていると共に、回転慣性質量ダンパー部とオイルダンパー部とが直列に接合された構成である。また、軸部は、同一軸線上に配置された回転慣性質量ダンパー部のシャフトとオイルダンパー部のピストンロッドとが繋がった構成となっている。そして、軸部におけるシャフトの剛性は、ピストンロッドの剛性以上になるように設定されている。

特開２０１２－１１７５６４号公報

特許文献１では、外見上は回転慣性質量ダンパー部とオイルダンパー部とが直列に接合された構成であるが、回転慣性質量ダンパー部のシャフトとオイルダンパー部のピストンロッドとが繋がり、筐体も一体である。よって、回転慣性質量ダンパー部の伸縮量とオイルダンパー部の伸縮量とは、同じ伸縮量となる。

したがって、数値解析におけるモデルは、図２に示す後述する比較例の制振装置１１と同じ、慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００とが並列に配置された並列モデルである。

このような、慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００とが並列に配置された並列モデルの場合は、構造物の周期が長くなり、地震動の入力低減効果が期待される。しかし、地動加速度は、単体の慣性質量ダンパー１００を介して、構造物の躯体（例えば、梁、柱及びスラブ等）に直接作用するため、応答加速度が増幅することがある。

本発明は、上記事実を鑑み、慣性質量ダンパーと減衰ダンパーとを用いた制振装置において、慣性質量ダンパーによって構造物の躯体に直接作用する加速度の低減を可能にすることが目的である。

第一態様は、第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、を有し、前記第一軸部と前記第二筐体の他端部とが接合され、前記慣性質量ダンパーと前記減衰ダンパーとが直列に連結された制振装置である。

第二態様は、第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、を有し、前記第一軸部と前記第二軸部とが接合され、前記慣性質量ダンパーと前記減衰ダンパーとが直列に連結された制振装置である。

第三態様は、第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、を有し、前記第一筐体の他端部と前記第二軸部とが接合され、前記慣性質量ダンパーと前記減衰ダンパーとが直列に連結された制振装置である。

第四態様は、第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、を有し、前記第一筐体の他端部と前記第二筐体の他端部とが接合され、前記慣性質量ダンパーと前記減衰ダンパーとが直列に連結された制振装置である。

第一態様～第四態様では、慣性質量ダンパーと減衰ダンパーとが数値解析モデルとして直列に連結された制振装置となる。よって、並列モデルの場合では困難であった慣性質量ダンパーによって構造物の躯体に直接作用する加速度の低減が可能となる。

第五態様は、慣性質量ダンパーと減衰ダンパーとが、数値解析モデルとして直列になるように連結されている、制振装置である。

第五態様では、慣性質量ダンパーと減衰ダンパーとが数値解析モデルとして直列に連結された制振装置であるので、並列モデルの場合では困難であった慣性質量ダンパーによって構造物の躯体に直接作用する加速度の低減が可能となる。

第六態様は、前記減衰ダンパーは、粘性ダンパー又は減衰要素と剛性要素とを並列に配置したダンパーである、第一態様～第五態様のいずれか一態様に記載の制振装置である。

減衰ダンパーを、粘性ダンパー又は減衰要素と剛性要素とを並列に配置したダンパーとすることで、定点理論を用いた最適設計において、新たな振動モードが生じ、制御するモードのみならず、高次モードに対して効果的に減衰を与えることができ、また応答加速度を効果的に低減することができる。

なお、「減衰要素」とは減衰力を持つ減衰部材であり、「剛性要素」とは復元力を持つ剛性部材である。また、減衰要素と剛性要素の二つの要素を有するダンパーには、粘弾性ダンパーが含まれる。

第七態様は、前記減衰ダンパーは、予め定めた荷重を超えると減衰力の上昇を抑制する機構を有している、第一態様～第六態様のいずれか一態様に記載の制振装置である。

第七態様では、減衰ダンパーは、予め定めた荷重を超えると減衰力の上昇を抑制する機構を有しているので、制振装置に過大な力が作用することが防止される。

第八態様は、第一態様～第七態様のいずれか一態様に記載の制振装置に対して直列に配置されたバネ要素を備えた制振構造である。

第八態様では、慣性質量ダンパーと減衰ダンパーとが数値解析モデルとして直列に連結された制振装置にバネ要素を直列に配置することで、定点理論を用いた最適設計において、新たな振動モードが生じ、制御するモードのみならず、高次モードに対して効果的に減衰を与えることができ、また応答加速度を効果的に低減することができる。

なお、「バネ要素」とは、コイルばね等のばね剛性又は制振装置を取り付ける装置形式（ガセットプレート、ブレース、シアリンク及びトグルの腕等）の取付剛性等である。また、制振装置とバネ要素の配置の順番は限定されない。

本発明によれば、慣性質量ダンパーと減衰ダンパーとを用いた制振装置であっても、慣性質量ダンパーによって構造物の躯体に直接作用する加速度の低減が可能になる。

本発明の直列モデルの制振装置の数値解析モデルの図である。 比較例の並列モデルの制振装置の数値解析モデルの図である。 （Ａ）は本発明の一実施形態の直列モデルの制振装置を構成する慣性質量ダンパーの軸方向に沿った断面図であり、（Ｂ）はオイルダンパーの軸方向に沿った断面図である。 本発明の第一構成例の直列モデルの制振装置の軸方向に沿った断面図である。 本発明の第二構成例の直列モデルの制振装置の軸方向に沿った断面図である。 本発明の第三構成例の直列モデルの制振装置の軸方向に沿った断面図である。 本発明の第四構成例の直列モデルの制振装置の軸方向に沿った断面図である。 （Ａ）は相対座標系において、比較例の並列モデルの制振装置を用いて制振している構造物の数値解析モデルであり、（Ｂ）は（Ａ）の数値解析モデルの振動方程式であり、（Ｃ）は絶対座標系において、比較例の並列モデルの制振装置を用いて制振している構造物の数値解析モデルであり、（Ｄ）は（Ｃ）の数値解析モデルの振動方程式である。 （Ａ）は相対座標系において、本実施形態の直列モデルの制振装置を用いて制振している構造物の数値解析モデルであり、（Ｂ）は（Ａ）の数値解析モデルの振動方程式であり、（Ｃ）は絶対座標系において、本実施形態の直列モデルの制振装置を用いて制振している構造物の数値解析モデルであり、（Ｄ）は（Ｃ）の数値解析モデルの振動方程式である。 （Ａ）、（Ｂ）及び（Ｃ）は、ｃｄ値及びｍｄ値の設定の違いによる本実施形態の直列モデルの制振装置の減衰力の特性のグラフである。 固有周期が長周期である免震建築物の数値解析モデルである。 図１１の免震建築物における最上階のフーリエスペクトル比と周期との関係を示す共振曲線のグラフである。 図１１の免震建築物における（Ａ）は各階の最大応答変位のグラフである、（Ｂ）は各階の最大応答速度のグラフである、（Ｃ）は各階の最大応答加速度のグラフである。 図１１の免震建築物における制振装置の応答値をまとめた表である。 本実施形態の直列モデルの制振装置にバネ要素を直列に配置した直列同調モデルである。 比較例の並列モデルの制振装置にバネ要素を直列に配置した並列同調モデルである。 八層せん断型モデルにおける最上階のフーリエスペクトル比と周期との関係を示す共振曲線のグラフである。 八層せん断型モデルにおける（Ａ）は各層の加速度のグラフであり、（Ｂ）は各層の変位のグラフである。 Ｃ型モデルの制振装置を備えたトグル制振装置又は本実施形態の直列モデルの制振装置を備えたトグル制振装置を設置した建築物の柱梁架構のモデル図である。 図１９の建築物における最上階のフーリエスペクトル比と周期との関係を示す共振曲線のグラフである。 図１９の建築物における（Ａ）は各階の最大応答変位のグラフであり、（Ｂ）は各階の最大応答加速度のグラフであり、（Ｃ）は各階の最大応答層間変形角のグラフである。 図１９の建築物における（Ａ）は各階の最大応答せん断力のグラフであり、（Ｂ）は各階の最応答層せん断力係数のグラフであり、（Ｃ）は各階の最大応答転倒モーメントのグラフである。 比較例の制振装置を備えたパンタグラフ制振装置又は本実施形態の直列モデルの制振装置を備えたパンタグラフ制振装置を設置した鉄塔構造物を模式的に示す立面図である。 図２３の比較例の制振装置を備えたパンタグラフ制振装置又は本実施形態の直列モデルの制振装置を備えたパンタグラフ制振装置を設置した鉄塔構造物の下部を模式的に示す斜視図である。 図２３及び図２４の鉄塔構造物における頂部のフーリエスペクトル比と周期との関係を示す共振曲線のグラフである。 図２３及び図２４の鉄塔構造物における（Ａ）は最大応答変位のグラフであり、（Ｂ）は最大応答加速度のグラフである。 図２３及び図２４の鉄塔構造物における（Ａ）は最大応答変位の非制振の場合とパンタグラフ制振装置を備えた場合の比のグラフであり、（Ｂ）は最大応答加速度の非制振の場合とパンタグラフ制振装置を備えた場合との比のグラフである。 図２３及び図２４の鉄塔構造物における（Ａ）は主柱材の最大応力検定比の非制振の場合とパンタグラフ制振装置を備えた場合との比のグラフであり、（Ｂ）は斜材の最大応力検定比の非制振の場合とパンタグラフ制振装置を備えた場合との比のグラフである。 リリーフ機構を備えたオイルダンパーの復元力特性の一例を示すグラフである。 粘弾性ダンパーを慣性質量ダンパーに直列に連結した制振装置に、バネ要素を直列に配置した数値解析モデルの図である。

＜実施形態＞
本発明の一実施形態の制振装置について説明する。

［構造］
先ず制振装置の構造について説明する。

図１に示すように、制振装置１０は、慣性質量ダンパー１００と、減衰ダンパーの一例としてのオイルダンパー２００と、が数値解析モデルとして直列に連結された構造になっている。

（慣性質量ダンパー）
次に、慣性質量ダンパー１００の構造の一例について説明する。

図３（Ａ）に示すように、慣性質量ダンパー１００は、筐体１１０、回転体１２０及びシャフト１３０を有し、筐体１１０の一端部１１２の開口部１１４からシャフト１３０が突出している。

シャフト１３０の外周面には、雄ネジ溝１３２が形成されている。このシャフト１３０は、雌ネジ溝１２２が内周面に形成された回転体１２０のねじ穴１２４に挿入されている。

回転体１２０は、筐体１１０の内部において軸回りに回転可能に保持されている。回転体１２０は、円柱部１２０Ｄ、第一円盤部１２０Ａ、第二円盤部１２０Ｂ及び第三円盤部１２０Ｃで構成されている。

回転体１２０の一方の端部側は、筐体１１０の開口部１１４から外側に延出し、延出した先端部には前述した第一円盤部１２０Ａが形成されている。

回転体１２０の他方の先端部には第三円盤部１２０Ｃが形成されている。また、第二円盤部１２０Ｂ及び第三円盤部１２０Ｃは、円柱部１２０Ｄより径が大きく、筐体１１０内に配置されている。

筐体１１０内における第二円盤部１２０Ｂ及び第三円盤部１２０Ｃに対応する部位には、第二円盤部１２０Ｂ及び第三円盤部１２０Ｃが嵌る凹部１１６Ｂ、１１６Ｃが形成されている。そして、凹部１１６Ｂ、１１６Ｃに軸受け（ボールベアリング）１１７が設けられている。このような構成により回転体１２０は、軸回りには回転するが、軸方向への移動が規制されている。

回転体１２０の第一円盤部１２０Ａには、複数の円盤状の質量体１４０が重ねられた状態でボルト締結されている。各質量体１４０の中央部には、それぞれ円形の開口部１４２が形成され、この開口部１４２の中をシャフト１３０が通っている。

また、回転体１２０の軸心、質量体１４０の軸及びシャフト１３０の軸心は同一軸線上にある。

慣性質量ダンパー１００は、このような構成により、シャフト１３０が軸方向に移動すると、シャフト１３０の外周面の雄ネジ溝１３２と回転体１２０の雌ネジ溝１２２とが螺合して回転体１２０が軸周りに回転し、更に、回転体１２０とボルト締結された複数の質量体１４０が軸回りに回転する。つまり、シャフト１３０が軸方向に移動すると、回転体１２０と質量体１４０とが一体となって回転する。

このように、慣性質量ダンパー１００は、シャフト１３０の軸方向の直線変位を、回転慣性質量である質量体１４０（及び回転体１２０）の回転変位に変換する機構を有する。

なお、ここで説明した慣性質量ダンパー１００の構造は、一例であって、本実施形態に限定されるものではない。例えば、慣性質量ダンパーの回転体が回転する機構は、どのような機構であってもよい。例えば、液圧で駆動する歯車モータ等を利用した機構であってもよい。更に、慣性質量ダンパーは、回転体が回転する構成以外の構成で慣性質量を発生させるものでもよい。例えば、慣性質量効果を有する流体ダンパー等の相対加速度に比例した反力（慣性力）を持つ慣性質量ダンパーであってもよい。また、慣性質量ダンパー１００は慣性力の増加を停止するリミッター機構を有してもよい。

（オイルダンパー）
次に、オイルダンパー２００の構造の一例について説明する。

図３（Ｂ）に示すように、本実施形態のオイルダンパー２００は、筐体２１０の一端部２１２の開口部２１４からピストンロッド２３０が突出し、ピストンロッド２３０の軸方向の変位に抵抗力を与えて減衰させるオイルダンパーである。

オイルダンパー２００は、内筒２２０の外側に外筒である筐体２１０が設けられた二重構造になっている。

内筒２２０の中にピストンロッド２３０が挿入されている。ピストンロッド２３０の筐体２１０側の端部にはピストンバルブ２３２が設けられている。内筒２２０の底部にはベースバルブ２２２が設けられている。ピストンバルブ２３２には、オイル経路となるオリフィス２３４が形成されている。同様に、ベースバルブ２２２には、オイル経路となるオリフィス２２４が形成されている。

内筒２２０の中にはオイルＥが充填されている。なお、筐体２１０の開口部２１４とピストンロッド２３０との間には、オイルＥが漏れでないようにオイルシール２１６によってシールされている。

内筒２２０の中に充填されたオイルＥは、ベースバルブ２２２のオリフィス２２４を通って、筐体２１０と内筒２２０との隙間に導かれる。

そして、ピストンロッド２３０の軸方向の直線変位によって、ピストンバルブ２３２が内筒２２０内を軸方向に移動する際にピストンバルブ２３２のオリフィス２３４及びベースバルブ２２２のオリフィス２２４を通過する際の抵抗によって減衰力が発揮される。

なお、基本的にオイルＥは殆ど圧縮及び膨張しないので、オイルダンパー２００が発揮する減衰力（減衰値）は、ピストンバルブ２３２のオリフィス２３４及びベースバルブ２２２のオリフィス２２４の大きさによって決定される。

つまり、オリフィス２２４、２３４が小さければピストンバルブ２３２が動く際の抵抗は大きくなり減衰力が大きくなる。逆に、オリフィス２２４、２３４が大きければ抵抗は小さくなり減衰力が小さくなる。

また、図２９に示すように、本実施形態のオイルダンパー２００は、予め定めたリリーフ荷重Ｆｙを超えるとリリーフ弁（図示略）が開き、減衰力の上昇が抑制されるリリーフ機構（図示略）が設けられている。本実施形態では、減衰力の上昇率Ｃ_１がリリーフ荷重を超えると上昇率Ｃ_２に抑制される。なお、「減衰力の上昇が抑制」とは、減衰力の上昇が停止（頭打ち）する場合も含まれる。

なお、ここで説明したオイルダンパー２００の構造は、一例であって、本実施形態に限定されるものではなく、所望の形式や特性のものを、任意に採用することができる。

（制振装置）
次に、図１に示す慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００とを数値解析モデルで直列になるように連結した制振装置１０の具体的な構成例について説明する。

・第一構成例
図４に示す第一構成例の制振装置１０Ａは、シャフト１３０とピストンロッド２３０とが同一直線上になるように、慣性質量ダンパー１００のシャフト１３０の端部１３８とオイルダンパー２００の筐体２１０の他端部２１８とが連結されている。

・第二構成例
図５に示す第二構成例の制振装置１０Ｂは、シャフト１３０とピストンロッド２３０とが同一直線上になるように、慣性質量ダンパー１００のシャフト１３０の端部１３８とオイルダンパー２００のピストンロッド２３０の端部２３８とが、連結されている。

・第三構成例
図６に示す第三構成例の制振装置１０Ｃは、シャフト１３０とピストンロッド２３０とが同一直線上になるように、慣性質量ダンパー１００の筐体１１０の他端部１１８とオイルダンパー２００のピストンロッド２３０の端部２３８とが連結されている。

・第四構成例
図７に示す第四構成例の制振装置１０Ｄは、シャフト１３０とピストンロッド２３０とが同一直線上になるように、慣性質量ダンパー１００の筐体１１０の他端部１１８とオイルダンパー２００の筐体２１０の他端部２１８とが連結されている。

なお、制振装置１０は、これら第一構成例の制振装置１０Ａ、第二構成例の制振装置１０Ｂ、第三構成例の制振装置１０Ｃ及び第四構成例の制振装置１０Ｄに限定されるものではない。

例えば、慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００とが、別部材を介して接連結されていてもよい。要は、図１に示すように、慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００とを数値解析モデルで直列になるように連結した構成であればよい。

＜作用及び効果＞
次に、本実施形態の制振装置１０の作用及び効果を、主に図２に示す慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００とが数値解析モデルで並列に配置された比較例の制振装置１１と比較しながら説明する。なお、以降、比較例の制振装置１１は「並列モデルの制振装置１１」と記し、本実施形態の慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００とを数値解析モデルで直列になるように連結した制振装置１０は「直列モデルの制振装置１０」と記す。

図２に示す比較例の並列モデルの制振装置１１では、両端のＡ点とＢ点との二点間に一つの自由度を有し、慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００とが、同じ相対応答量Ｘｄ（ｔ）に応じて、「質量効果」と「減衰力」とを発揮する。つまり、慣性質量ダンパー１００は相対応答量Ｘｄ（ｔ）による相対加速度に応じて「質量効果」を発揮し、オイルダンパー２００も同じ相対応答量Ｘｄ（ｔ）による相対速度に応じて「減衰力」を発揮する。

これに対して、図１に示す本実施形態の直列モデルの制振装置１０では、両端のＡ点及びＢ点に加え、慣性質量ダンパー１００とオイルダンパー２００と間のＣ点の三点におけるＡ点－Ｃ点間とＢ点－Ｃ点間との二つの自由度を有し、慣性質量ダンパー１００は相対応答量Ｘｄ１（ｔ）による相対加速度に応じて「質量効果」を発揮し、オイルダンパー２００は相対応答量Ｘｄ２（ｔ）による相対速度に応じて「減衰力」を発揮する。

この比較例の並列モデルの制振装置１１は、構造物に設置すると、付加減衰効果があり、構造物の周期が長くなり、地震動の入力低減効果がある。しかし、地動加速度は、単体の慣性質量ダンパー１００を介して構造物の躯体（例えば、梁、柱及びスラブ等の主構造体）に直接作用する。

これに対して本実施形態の直列モデルの制振装置１０は、構造物に設置すると、付加減衰効果があり、構造物の周期が長くなり、地震動の入力低減効果がある。更に、慣性質量ダンパー１００によって構造物の躯体に直接作用する加速度を低減することが可能である。

よって、次に、構造体の躯体に直接作用する加速度の低減について詳しく説明する。

図８（Ａ）は、相対座標系において、比較例の並列モデルの制振装置１１を用いて制振している構造物５０の数値解析モデルであり、図８（Ｂ）は、その振動方程式である。図８（Ｃ）は、絶対座標系において、比較例の並列モデルの制振装置１１を用いて制振している構造物５０の数値解析モデルであり、図８（Ｄ）は、その振動方程式である。

なお、ｍは構造物５０の質量であり、ｋは構造物５０のバネ定数であり、ｙは地動変位である。図８（Ａ）の相対座標系では、ｘは構造物５０の変位量及び制振装置１１の変位量（伸縮量）であり、図８（Ｃ）の絶対座標系では、ｘ－ｙは構造物５０の変位量及び制振装置１１の変位量（伸縮量）である。

そして、振動方程式から比較例の並列モデルの制振装置１１を設置すると以下の効果が得られる。
構造物５０の固有周期ω_０は、１／η^１／２倍に長くなる。
減衰定数ｈは、η^１／２倍に低減する。
構造物５０への地震動の入力値は、η倍に低減する。
なお、絶対座標系における地動加速度は、（１－η）ｙ”（「ｙ”」は二階微分の意味）で構造物の躯体に直接作用する。

一方、図９（Ａ）は、相対座標系において、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を用いて制振している構造物５０の数値解析モデルであり、図９（Ｂ）は、その振動方程式である。図９（Ｃ）は、絶対座標系において、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を用いて制振している構造物５０の数値解析モデルであり、図９（Ｄ）は、その振動方程式である。

なお、ｍは構造物５０の質量であり、ｋは構造物５０のバネ定数であり、ｙは地動変位である。図９（Ａ）の相対座標系では、ｘｄは制振装置１０の慣性質量ダンパー１００の変位量（伸縮量）であり、ｘ-ｘｄは制振装置１０のオイルダンパー２００の変位量（伸縮量）であり、ｘは構造物５０の変位量である。また、図９（Ｃ）の絶対座標系では、ｘｄは制振装置１０の慣性質量ダンパー１００の変位量（伸縮量）であり、ｘ－ｙ‐ｘｄは制振装置１０のオイルダンパー２００の変位量（伸縮量）であり、ｘ－ｙは構造物５０の変位量である。

そして、振動方程式から本実施形態の直列モデルの制振装置１０を設置すると以下の効果が得られる。
（１）ｘｄ＝０（ｍｄ＝∞）の場合は、
慣性質量ダンパー１００が作動しないため、減衰定数はｈである。
（２）ｘｄ＝ｘ（ｃｄ＝∞）場合は（ｘは相対座標系のものとする）。
構造物５０の固有周期ω_０は、１／η^１／２倍に長くなる。
構造物５０への地震動の入力値は、η倍に低減する。
なお、絶対座標系における地動加速度は、（１－η）ｙ”（「ｙ”」は二階微分の意味）で構造物の躯体に直接作用する。

本実施形態の直列モデルの制振装置１０は、各種諸元の設定によって、上記（１）と（２）との間を自由に設定することができる。

また、図１０（Ａ）、図１０（Ｂ）及び図１０（Ｃ）は、ｃｄ値及びｍｄ値の設定の違いによる制振装置１０の減衰力の特性の違いの例を示すグラフ（振幅：４０ｍｍ、周波数:０．２５Ｈｚ）である。なお、本モデルでは、ｃｄ値は５．０（ｋＮ・ｓ/ｍｍ）であり、ｍｄ値は５，０００（ｔｏｎ）である。この図１０の各グラフを見ると判るように、本実施形態の制振装置１０は、減衰力の特性を自由に設定することができる。

このように、本実施形態の直列モデルの制振装置１０は、構造物に設置すると、付加減衰効果があり、構造物の周期が長くなり、地震動の入力低減効果があると共に、慣性質量ダンパー１００によって構造物の躯体に直接作用する加速度を低減することが可能となっている。

また、図２９に示すように、本実施形態のオイルダンパー２００は、予め定めたリリーフ荷重Ｆｙを超えるとリリーフ弁（図示略）が開き、減衰力が抑制される所謂リリーフ機構（図示略）が設けられている（本実施形態では、減衰力の上昇率Ｃ_１が上昇率Ｃ_２に抑制される）。よって、制振装置１０全体に過大な力が作用することが防止される。

（免震建築物への適用例）
次に、図１１に示す既存の免震建築物５２への適用例について、制振装置を設置しない場合、オイルダンパー２００（図１及び図２参照）のみで構成されたＣ型モデルの制振装置１３（制振装置「１３」は以降の説明のために符号を付しており、図示はない）」を設置した場合、比較例の並列モデルの制振装置１１（図２を参照）を設置した場合及び本実施形態の直列モデルの制振装置１０（図１を参照）を設置した場合を比較しながら説明する。

図１１に示す数値解析モデルの免震建築物５２は、八層構造の免震建築物である。免震建築物５２における免震層変位の設計クライテリアは５００ｍｍ以下であり、免震層速度の設計クライテリアは１５００ｍｍ/ｓ以下である。検討用入力地震動は、建築基準法で定められたレベル２地震動の２．５倍の地震動とする。

また、制振装置１０、１１、１３のオイルダンパー２００は同じデバイス量に設定し、制振装置１０、１１の慣性質量ダンパー１００は同じデバイス量に設定している。

図１２は、図１１に示す数値解析モデルの既存の免震建築物５２における最上階のフーリエスペクトルと周期との関係を示す共振曲線である。

この図１２の共振曲線から、比較例の並列モデルの制振装置１１を設置した場合は、１次モードの応答倍率は制振装置を設置していない場合（図中のＧ１部分）よりも低減しているが、逆に高次モードの応答倍率が増幅している（図中のＧ２部分）。

これに対して、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を設置した場合は、１次モードの応答倍率及び高次モードの応答倍率の両方が低減している。

また、図１３は、応答解析結果を示している。具体的には、図１３（Ａ）は各階の最大応答変位、図１３（Ｂ）は各階の最大応答速度、図１３（Ｃ）は各階の最大応答加速度を、それぞれ示している。また、図１４は、制振装置の各応答値をまとめた表である。

図１３の応答解析結果では、図１３（Ｂ）に示すように、オイルダンパー２００のみの制振装置１３を設置した場合は、限界速度１５００ｍｍ/ｓを超え、設計クライテリアの１５００ｍｍ/ｓ以下を満足していない。

これに対して、比較例の並列モデルの制振装置１１及び本実施形態の直列モデルの制振装置１０を設置した場合は、設計クライテリア１５００ｍｍ/ｓ以下を満足している。

しかし、図１３（Ｃ）に示すように、並列モデルの制振装置１１を設置した場合は、上部構造部分の加速度が低減することなく、増幅している。

これに対して、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を設置した場合は、上部構造部分の加速度が小さくて安定しており、本実施形態の直列モデルの制振装置１０の方が応答制御効果に優れていることが判る。

つまり、固有周期が長周期である免震建築物５２（図１１参照）では、比較例の並列モデルの制振装置１１を設置した場合は、高次モードの応答が増幅するのに対して、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を設置した場合は、各ダンパーのデバイス量が同じ設定でも、高次モードの応答の増幅が抑制され、ダンパーの抵抗力も過大にならないことから、優れていることが判る。

（定点理論を用いた最適設計への適用例）
次に、定点理論を用いた最適設計への適用例について、比較例の並列モデルの制振装置１１の場合と本実施形態の直列モデルの制振装置１０の場合とを比較しながら説明する。

図１５は、本実施形態の直列モデルの制振装置１０に取付剛性やばね剛性等のバネ要素７０を直列に配置した直列同調モデル２０である。なお、制振装置１０とバネ要素の配置の順番は限定されない。図１６は、比較例の並列モデルの制振装置１１に取付剛性やばね剛性等のバネ要素７０を直列に配置した並列同調モデル２１である。

図１６に示す比較例の並列モデルの制振装置１１にバネ要素７０を直列に配置した並列同調モデル２１では、既往の研究で、定点理論を用いた最適設計が提案されている。よって、ここでは、図１５に示す本実施形態の直列モデルの制振装置１０にバネ要素７０を直列に配置した直列同調モデル２０で、同様に定点理論を用いた最適設計が可能であることを説明する。なお、制振装置１０とバネ要素の配置の順番は限定されない。

なお、本検討では、八層構造の構造物のせん断型モデルを用いた。また、各層の質量は１．０ｔｏｎとし、層剛性はコイルバネ要素を用いて、剛性比が最上層で０．５、最下層で１．０となる台形分布で、１次固有周期が２．１０秒となるように設定した。内部減衰は、レーリー減衰で１次及び２次にそれぞれ２％与えている。また、検討用入力地震動は、ＢＣＪ―Ｌ２（位相：乱数）とした。

複素固有値結果における同調した一次、一次（Ｄ.Ｍ.）モードの減衰定数（但し、内部減衰は除く）は、モデル２０とモデル２１ともに同値となっている。なお、一次（Ｄ.Ｍ.）モードとは、モデル２０またはモデル２１により、新たに生じる振動モードである。
並列同調モデル２１では、
一次モード：０．２００
一次（Ｄ.Ｍ.）モード：０．２００
二次モード：０．００８
三次モード：０．００２
四次モード：０．００１
五次モード：０．００１
六次モード：０．０００
七次モード：０．０００
になる。
これに対して、本実施形態の直列同調モデル２０では、
一次モード：０．２００
一次（Ｄ.Ｍ.）モード：０．２００
二次モード：０．０４０
三次モード：０．０２６
四次モード：０．０２０
五次モード：０．０１５
六次モード：０．００９
七次モード：０．００５
になる。
よって、モデル２０のほうが高次モードに対して付加減衰が得られる。

図１７は、最上階のフーリエスペクトル比と周期との関係を示す共振曲線のグラフである。

そして、前述した固有値結果における減衰定数及び図１７のグラフのＧ４部分から本実施形態の制振装置１０の直列同調モデル２０は、比較例の制振装置１１の並列同調モデル２１よりも、高次モードに対しても効果的に減衰を与えられることが判る。

また、図１８は、応答解析結果を示している。具体的には、図１８（Ａ）は各層の最大応答加速度、図１８（Ｂ）は各層の最大応答変位を、それぞれ示している。そして、この図１８の応答解析結果（図１８（Ａ））から、本実施形態の制振装置１０の直列同調モデル２０は、比較例の制振装置１１の並列同調モデル２１よりも、応答加速度が低減されているので、本実施形態の制振装置１０の直列同調モデル２０の方が応答制御効果に優れていることが判る。

別の観点から説明すると、慣性質量ダンパー１００と減衰ダンパー２００とが数値解析モデルとして直列に連結された制振装置１０にバネ要素７０を直列に配置することで、定点理論を用いた最適設計において、新たな振動モードが生じ、制御するモードのみならず、高次モードに対して効果的に減衰を与えることができ、また応答加速度を効果的に低減することができる。

（トグル制振装置への適用例）
次に、トグル制振装置への適用例について、オイルダンパー２００（図１及び図２参照）のみで構成されたＣ型モデルの制振装置１３を用いた場合と、本実施形態の直列モデルの制振装置１０（図１参照）を用いた場合と、を比較しながら説明する。

本検討は、図１９に示す１４階建ての鉄骨造建築物５４の柱梁架構５５に、Ｃ型モデルの制振装置１３を備えたトグル制振装置２３を設置した場合と、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を備えたトグル制振装置２２を設置した場合と、で行った。

なお、両モデルのオイルダンパー２００（図１及び図２参照）は、最大減衰力８５０ｋＮのバイリニア型とする。入力地震動は、高層等建築物における南海トラフ沿いの巨大地震による長周期地震動対策による大阪地域の長周期地震動ＯＳ１とした。

図２０は、鉄骨造建築物５４における最上階のフーリエスペクトル比と周期との関係を示す共振曲線のグラフである。そして、この図２０のグラフのＧ５部分を見ると判るように、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を備えたトグル制振装置２２を設置した場合は、比較例のＣ型モデルの制振装置１３を備えたトグル制振装置２３を設置した場合よりも一次モードの応答倍率がより低減されていることが判る。

また、図２１及び図２２は、応答解析結果を示している。具体的には、図２１（Ａ）は各階の最大応答変位、図２１（Ｂ）は各階の最大応答加速度、図２１（Ｃ）は各階の最大応答層間変形角を示し、図２２（Ａ）は各階の最大応答せん断力、図２２（Ｂ）は各階の最大応答層せん断力係数、図２２（Ｃ）は各階の最大応答転倒モーメントを示している。

これら図２１及び図２２の応答解析結果から本実施形態の直列モデルの制振装置１０を備えたトグル制振装置２２を設置した場合は、比較例のＣ型モデルの制振装置１３を備えたトグル制振装置２３を設置した場合よりも応答が低減されており、トグル制振装置２２の方が応答制御効果に優れていることが判る。

別の観点から説明すると、比較例のＣ型モデルの制振装置１３を備えたトグル制振装置２３に、直列に慣性質量ダンパー１００（図１参照）を付加して、本実施形態のトグル制振装置２２にすることで、制振効果を向上させ、応答を低減させることができる。

（パンタグラフ制振装置への適用例）
次に、パンタグラフ制振装置への適用例について、比較例の並列モデルの制振装置１１（図２参照）を用いた場合と、本実施形態の直列モデルの制振装置１０（図１参照）を用いた場合と、を比較しながら説明する。

本検討は、図２３及び図２４の１００ｍ級の鉄塔構造物５６の下端部に、比較例の制振装置１１を備えたパンタグラフ制振装置２５を設置した場合と、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を備えたパンタグラフ制振装置２４を設置した場合と、をそれぞれ前述の並列同調モデル２１及び直列同調モデル２０で行った。

なお、パンタグラフ制振装置は、特開２０１２－００７４５１号公報に記載の制振装置と同様であり、倍率は４．５倍とした。

また、鉄塔構造物５６は、柱状に設置され主に鉛直荷重を負担する主柱材５６Ａ、ブレース状に斜めに配置された斜材５６Ｂ及び水平材５６Ｃで構成されている。なお、図２４では、図が見づらくなるのを避けるため、斜材５６Ｂの図示は省略している。

入力地震動は、建築基準法で定められたレベル２地震動の２．０倍の地震動とし、入力方向は０度及び４５度の２種類とする。

図２５は、鉄塔構造物５６における頂部のフーリエスペクトル比と周期との関係を示す共振曲線を示している。この図２５のグラフのＧ６部分を見ると判るように、本実施形態の制振装置１０（直列同調モデル２０）を備えたパンタグラフ制振装置２４を設置した場合は、比較例の並列モデルの制振装置１１（並列同調モデル２１）を備えたパンタグラフ制振装置２５を設置した場合よりも、高次モードの応答倍率がより低減されていることが判る。

また、図２６、図２７及び図２８は応答解析結果を示している。具体的には、図２６（Ａ）は最大応答変位、図２６（Ｂ）は最大応答加速度を示している。

また、図２７（Ａ）は最大応答変位における制振装置が無い場合に対するパンタグラフ制振装置２４及びパンタグラフ制振装置２５の比（非制振と制振モデルとの比）、図２７（Ｂ）は最大応答加速度における制振装置が無い場合に対するパンタグラフ制振装置２４及びパンタグラフ制振装置２５の比（非制振と制振モデルとの比）を示している。図２８（Ａ）は主柱材５６Ａの最大応力検定比における制振装置が無い場合に対するパンタグラフ制振装置２４及びパンタグラフ制振装置２５の比（非制振と制振モデルとの比）、図２８（Ｂ）は斜材５６Ｂの最大応力検定比における制振装置が無い場合に対するパンタグラフ制振装置２４及びパンタグラフ制振装置２５の比（非制振と制振モデルとの比）を示している。

これら図２６、図２７及び図２８の応答解析結果から、本実施形態の直列モデルの制振装置１０を備えたパンタグラフ制振装置２４は、比較例の制振装置１１を備えたパンタグラフ制振装置２５よりも応答が低減されており、応答制御効果が優れていることが判る。

＜その他＞
本発明は上記実施形態及び適用例に限定されない。

例えば、上記実施形態では、減衰ダンパーは、粘性ダンパーの一例であるオイルダンパー２００であったが、これに限定されない。オイルダンパー２００以外の減衰ダンパー（減衰機能を有するダンパー）であってもよい。例えば、粘弾性ダンパー等であってもよい。また、予め定めたリリーフ荷重を超えると減衰力の上昇が抑制される機構が設けられていない減衰ダンパーであってもよい。

なお、図３０は、減衰要素２２と剛性要素７２とを並列に配置したダンパーの一例としての粘弾性ダンパー２０２を慣性質量ダンパー１００に直列に連結した制振装置１０に、バネ要素７０を直列に配置した数値解析モデルの図である。なお、制振装置１０とバネ要素７０の配置の順番は限定されない。

このように制振装置１０にバネ要素７０を直列に連結することで、定点理論を用いた最適設計において、新たな振動モードが生じ、制御するモードのみならず、高次モードに対して効果的に減衰を与えることができ、また応答加速度を効果的に低減することができる。

更に、本発明の要旨を逸脱しない範囲において種々なる態様で実施し得る。

１０ 制振装置
１０Ａ 制振装置
１０Ｂ 制振装置
１０Ｃ 制振装置
１０Ｄ 制振装置
７０ バネ要素
１００ 慣性質量ダンパー
１１０ 筐体（第一筐体の一例）
１１２ 一端部
１１８ 他端部
１２０ 回転体
１３０ シャフト（第一軸部の一例）
１４０ 質量体（回転慣性質量の一例）
２００ オイルダンパー（減衰ダンパーの一例）
２１０ 筐体（第二筐体の一例）
２１２ 一端部
２１８ 他端部
２３０ ピストンロッド（第二軸部の一例）

Claims (9)

1. 第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、
   第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、
   を有し、
   前記第一軸部と前記第二筐体の他端部とが接合され、前記慣性質量ダンパーと前記減衰ダンパーとが直列に連結された制振装置。
2. 第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、
   第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、
   を有し、
   前記第一筐体と前記第二筐体とが非接合とされると共に前記第一軸部と前記第二軸部とが接合され、前記慣性質量ダンパーと前記減衰ダンパーとが直列に連結された制振装置。
3. 第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、
   第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、
   を有し、
   前記第一筐体の他端部と前記第二軸部とが接合され、前記慣性質量ダンパーと前記減衰ダンパーとが直列に連結された制振装置。
4. 第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が前記第一筐体内に収容された回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、
   第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、
   を有し、
   前記第一筐体の他端部と前記第二筐体の他端部とが接合され、前記慣性質量ダンパーと前記減衰ダンパーとが直列に連結された制振装置。
5. 第一筐体の一端部から第一軸部が突出し、前記第一軸部の軸方向の変位が回転体の回転に変換されることで回転慣性質量が発生する慣性質量ダンパーと、
   第二筐体の一端部から第二軸部が突出し、前記第二軸部の軸方向の変位に抵抗力を与え減衰させる減衰ダンパーと、
   を有し、
   前記第一筐体の他端部と前記第二筐体の他端部とが接合され、前記慣性質量ダンパーに対して前記減衰ダンパーが数値解析モデルとして直列にのみ連結された制振装置。
6. 慣性質量ダンパーと減衰ダンパーとが、数値解析モデルとして直列になるように連結され、構造物を制振している際の相対座標系における振動方程式が下記式で表される、
   制振装置。
   
   
   
   ｍは、構造物の質量
   ｋは、構造物のバネ定数
   ｙは、地動変位
   ｘ _ｄ は、慣性質量ダンパーの伸縮量
   ｍｄは、慣性質量ダンパーの慣性質量
7. 前記減衰ダンパーは、粘性ダンパー又は減衰要素と剛性要素とを並列に配置したダンパーである、
   請求項１～請求項６のいずれか１項に記載の制振装置。
8. 前記減衰ダンパーは、予め定めた荷重を超えると減衰力の上昇を抑制する機構を有している、
   請求項１～請求項７のいずれか１項に記載の制振装置。
9. 請求項１～請求項８のいずれか１項に記載の制振装置に対して直列に配置されたバネ要素を備えた制振構造。